貫流鍋爐表面燃燒改造后熱力性能的數值模擬研究

程 靜,甘云華,徐 艷,閆 貞

(1.深圳市質量安全檢驗檢測研究院,深圳 518109;2.華南理工大學 電力學院,廣東 廣州 510640)

作為一種清潔能源,天然氣越來越多地應用于工業鍋爐領域,尤其是在大城市,天然氣已經成為唯一一種可以用于工業鍋爐的化石燃料。然而,在天然氣鍋爐的使用中,NOx排放是極其嚴峻的問題。NOx是空氣中霧霾和臭氧污染的重要前置物,而霧霾和臭氧污染正是我國目前大氣污染防治最緊迫的任務。鑒于此,為了持續提高空氣環境質量,從而達到在能源結構調整過程中更加明顯的環境效益的目的,國內外都實施了更為嚴格的鍋爐NOx排放標準。貫流鍋爐由于鍋爐尺寸限制,燃燒空間有限,不能采用分級燃燒技術[1-2]。因此,表面燃燒技術成為貫流鍋爐低氮改造的主流。從大量的貫流鍋爐表面燃燒改造后發現:水管易出現密集型裂紋,鍋爐的能效降低,影響了鍋爐的安全經濟運行。因此有必要對貫流鍋爐表面燃燒改造后熱力性能進行研究,因貫流鍋爐屬于密閉式容器,其內部情況不易觀察和測量,因此采用數值模擬的方法進行相關的研究。

1987年,Hosoi與Shirvill等利用實驗手段探究了金屬纖維燃燒機的燃燒特性,獲得了其表面燃燒溫度、燃燒污染物排放量等實驗數據[3]。Golombok等在1991年,首次對金屬纖維燃燒機的表面燃燒過程進行了理論建模,該模型考慮了燃燒機內部與表面燃燒過程中的熱傳導、對流與輻射,同時利用活化能來簡化理論方程[4-6]。2006年,仇中柱等為熱水鍋爐研制了一種新型金屬纖維燃氣紅外線燃燒機,該款鍋爐經測試污染物排放量極低,熱效率較舊產品高出5%,可廣泛用于居民供暖與熱水供應,這是國內研制的表面燃燒器在鍋爐上的首次使用[7]。2006年,湯慧萍等對金屬多孔材料表面燃燒機的發展現狀進行了階段性總結,重點介紹了纖維制作方法、表面穩定燃燒技術、理論研究現狀及其應用領域,具有較好的指導意義[8]。2007年,王素娟等依據氣固兩相局部非熱平衡假設,建立了多孔介質中固氣相的能量輸運方程。在不同工況條件下模擬出了溫度分布云圖,驗證了多孔結構能夠顯著改善換熱性能及強化預熱來流氣體[9]。2011年,逢錦倫等對金屬纖維材料在瓦斯燃燒領域進行了研究,通過試驗的方法研究了不同種金屬纖維材料的材質、布置層數、瓦斯氣體流量等因素對金屬纖維材料阻火性能的影響,進一步拓展了金屬纖維在燃燒領域的應用[10]。2015年,趙東方、劉鳳國等對于預混圓柱形燃燒機進行了數值與實驗研究,利用已驗證的計算流體力學模型,對于噴嘴出口位置與噴嘴直徑進行了優化。結果同時表明,燃燒負荷系數對于氮氧化物與一氧化碳的排放有較大關系,當空氣過剩系數大于1.4時,關聯逐漸消失[11]。

本文以額定蒸發量為2 t/h,額定壓力為1.0 MPa的某品牌的燃燒天然氣(甲烷含量為99%)的貫流鍋爐為研究對象,采用ANSYS軟件進行數值模擬,對其進行表面燃燒改造后的冷熱態燃料和空氣混合物及煙氣的流動速度特性,熱態煙氣流場分布,爐膛內的溫度場及CH4分布,CO2和NOx的濃度分布,水管壁面溫度分布等進行研究,并從溫度和傳熱學的角度分析第一回程出口處的水管易產生裂紋的原因。

1 模型的建立

1.1 研究對象尺寸

鰭片管:Φ60×3.5,長度1 428.5 mm,數量:42+41。內圈水管直徑:884.5 mm,外圈水管直徑:1 040.5 mm。下集箱高度186 mm,上集箱高度624 mm。改造后的表面燃燒器:由絕熱段與矩形多孔板兩部分組成,直徑均為300 mm,其中絕熱段長度為300 mm;矩形多孔板長度為828 mm。

1.2 燃料流量計算

根據鍋爐運行數據,空氣流量Qa為1 600 m3/h、燃料流量Qf為140 m3/h,空氣密度ρa為1.29 kg/m3,燃料密度ρf為0.717 kg/m3,甲烷的質量分數為0.046,氧氣的質量分數為0.2。根據質量守恒,最終得出燃料質量流量進口為0.601 kg/s。

1.3 進口給水流量計算

根據鍋爐運行數據,給水流量Qw為2 t/h,則根據質量守恒定律計算得出進口處的給水流量為0.556 kg/h。

1.4 過量空氣系數的確定

通常當火焰溫度接近1 850 K時,火焰高溫區熱力型NOx快速升高,當過量空氣系數較低情況下火焰溫度偏高,需要通過提高預混氣體過剩空氣系數或者其他手段降低高溫區域溫度,從而降低NOx排放,因此過量空氣系數取1.6,這也是表面燃燒鍋爐相關標準規定的鍋爐運行時的過量空氣系數值。

1.5 燃燒模型

表面燃燒屬于快速化學反應,燃料和空氣經完全預混后一旦達到燃燒條件后立刻發生燃燒反應。由于金屬纖維的存在對流場及湍流產生了本質影響,故湍流特征對結算結果尤為重要。本文采用EDC模型計算Arrhenius化學反應與湍流的相互作用,EDC模型中,化學反應可以在精細尺度的湍流結構中產生,輻射采用DO模型。在模擬設置中,首先對全三維尺寸的金屬纖維表面燃燒器進行冷態計算,根據計算結果,金屬纖維作為多孔介質處理的黏性阻力系數為1.1×108m-2,慣性阻力系數為240 m-1。

1.6 物理模型的建立

根據研究對象的結構圖和外形尺寸對鍋爐進行三維幾何建模,模型圖如圖1所示,因表面燃燒的主要計算區域在多孔板、金屬纖維及其上方空間,前端進氣混合部分在圖1中省略。

圖1 物理模型

2 模擬結果及分析

2.1 冷熱態速度場

圖2顯示了鍋爐對稱面冷熱態速度場分布。由圖2(a)可知,冷態初始時,燃料和空氣混合物在燃燒器內部的速度場并不是保持一致,而是沿著燃燒器y軸正方向逐漸減小,造成不同y軸坐標的矩形孔板處燃料和空氣混合物的流速不相等,其平均速度為5 m/s,第一回程處燃料和空氣混合物的流速約為18 m/s。煙氣出口處燃料和空氣混合物流速分布不均勻,沿y軸正方向,流速由17 m/s降為7 m/s。由圖2(b)可知,熱態時,第一回程處的燃料和空氣混合物流速從冷態時17 m/s 增大到85 m/s,煙氣出口處煙氣流速仍然不均勻,存在著部分回流。

圖2 鍋爐對稱面冷熱態速度場

圖3顯示了熱態時燃燒器內燃料和空氣混合物的流速分布以及靠近燃燒器時速度分布。由圖3可知,熱態時,燃燒器內速度場沿y軸正方向階梯式遞減,速度從16 m/s下降到2 m/s,矩形孔板處流速約為8 m/s左右。燃燒器附近爐膛的速度分布非常復雜,在爐膛的左上部分存在著一個速度滯止區,并且爐膛左側的煙氣速度要遠低于爐膛右側。隨著不斷靠近第一回程出口處,煙氣速度不斷增大,在第一回程出口處達到 85 m/s。

圖3 鍋爐對稱面燃燒器附近速度場

圖4顯示了熱態時鍋爐沿z方向剖面的煙氣速度場分布。由圖4可知,在第一回程出口處的速度較大,達到85 m/s,并且在內側管和外側管所形成的通道中存在最大速度,最大速度的值為150 m/s,這是煙氣流通截面的縮小導致的速度增大。

圖4 沿z方向剖面煙氣速度場分布

2.2 熱態煙氣流場分布

圖5、圖6分別為點火后鍋爐模擬運行時的鍋爐對稱面煙氣流場矢量圖,沿z方向剖面的煙氣速度矢量分布。由圖5、圖6可知,混合燃料從燃燒器頂部流入,然后通過矩形孔板分為無數股細小燃氣流,燃氣流通過阻力系數較大的多孔介質減速后進入爐膛內燃燒產生煙氣;根據煙氣流動矢量可以看出,燃燒產生的煙氣充滿整個爐膛,且整體運動方向流向第一回程出口。由于大量的煙氣攜帶熱量涌向第一回程出口后排水管,所以這個位置的水管容易在高溫煙氣的反復沖刷下承受超過其設計的最大熱負荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應力的反復作用而產生密集型裂紋。煙氣進入第一回程出口后,均勻分布于兩排水管中間,且統一流向煙氣出口。

圖5 鍋爐對稱面煙氣流場矢量圖

圖6 沿z 方向剖面的煙氣速度矢量分布

2.3 溫度場與甲烷濃度分布

由圖7可知,在穩定燃燒過程中,爐膛內火焰的平均溫度為 1 600 K,煙氣出口的平均煙溫約為 490 K,與設計排煙溫度(443 K)相差10.6%,準確性較高,造成誤差的原因可能是水管導熱系數不準確。爐膛內煙氣最高溫度約為2 080 K,達到了熱力型 NOx的生成條件。金屬纖維表面分布有成千上萬個火焰中心,由于金屬纖維小孔密集,各火焰面之間相互接觸,故觀察不到細小火焰分布,只能觀察到無數小火焰共同組成的較大范圍的火焰,爐膛內已燃燒區域溫度分布均勻。燃燒熱量主要向煙氣第一回程出口處傳播,造成內側靠近第一回程出口處水管與2 000 K左右的煙氣直接接觸,而外側靠近第一回程出口處部分水管與1 500 K左右的煙氣直接接觸,并且圖3和圖4 中的煙氣速度分布可知,第一回程出口處煙氣流速達85 m/s。所以這兩部分水管與煙氣之間的對流換熱系數較高,這種情況易導致水管在高溫煙氣的反復沖刷下承受超過其設計的最大熱負荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應力的反復作用而產生密集型裂紋。與溫度場相對比,低溫區域主要是甲烷未燃區域,這部分區域甲烷濃度依然較高,如圖7(b)、圖7(d)所示,通過CH4濃度分布可以清晰地看到火焰面分布情況。由于燃燒器右側靠近第一回程出口處,在高速煙氣的牽引下,未燃區域以及火焰被吸引拉長,所以燃燒器右側燃料燃燒不充分,存在部分火焰脫離燃燒器表面的情況。相比于燃燒器右側,燃燒器左側的溫度場較為穩定,燃料燃燒充分,火焰附著在燃燒器表面并未向外延伸,燃燒較為完全,甲烷難以在燃燒空間擴散,主要覆蓋在金屬纖維表面上,濃度為10-2數量級。

圖7 溫度場及甲烷濃度分布

2.4 CO2與NOx濃度分布

如圖 8 (a)所示,CO2濃度分布與溫度場和甲烷濃度分布相似,在未燃區域CO2濃度較低,接近于0。當燃料燃燒之后,除了產生大量的NOx,還會產生CO2,且燃燒區域CO2分布均勻,CO2濃度分布邊界與火焰面基本重合。燃燒產生的CO2將會隨煙氣流動,一起流向水管中間,最終由煙氣出口排放。

如圖8(b)所示,NOx最大濃度出現在溫度最高的區域,最高濃度為6.76×10-5m3/m3(標準)煙氣。在爐膛內,煙氣內NOx的平均濃度為2.98×10-5m3/m3(標準),而在煙氣出口處NOx的平均濃度為1.85×10-5m3/m3(標準),即24.77 mg/m3,這與現場鍋爐實測結果是一致的,并達到了工業鍋爐低氮排放的要求。

圖8 氣體濃度分布

2.5 水管壁面溫度分布

圖9所示為內、外側水管壁面的溫度分布圖,由圖9可知,對于內側管,由于煙氣在爐膛內的流速較小,所以內側水管與煙氣的對流換熱較小,內側水管中的水主要依靠固體導熱以及輻射換熱吸收熱量,故內側管正面大部分區域溫度不高,大約為400～540 K。而在第一回程出口處,由于煙氣流通面積的驟然縮小,煙氣流速增大到85 m/s 左右,該處的內側水管受到2 000 K左右的高溫煙氣快速沖刷,對流換熱系數增大,煙氣與管壁的傳熱量增大,導致管壁溫度較高,達到620 K左右;對于外側水管,由于第二回程煙氣通道是通過內側水管與外側水管之間的間隙形成,其流通面積較小,在第二回程煙氣通道內煙氣的最大流速達到 150 m/s。又由于煙氣經過第一回程出口時其流動方向發生改變,處于該處外側水管受到高速、高溫煙氣的垂直沖刷,造成該處部分外側水管溫度較高,達到650 K左右。水管在高溫煙氣的反復沖刷下其溫度保持在一個較高的水平且承受超過其設計的最大熱負荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應力的反復作用易產生密集型裂紋。

圖9 水管溫度分布情況

2.6 受熱面輻射熱負荷計算

由于爐膛內輻射換熱主要通過火焰輻射進行,故只考慮內側管束為輻射受熱面。由于整個鍋爐是關于對稱面完全對稱的,故只考慮一半的受熱面。通過模擬可得,內側水管輻射吸熱量Qr為93 198.23 W,而內側水管輻射受熱面積A為2.94 m2,則輻射傳熱的熱負荷計算結果為4.05 kW/m2,這遠低于鍋爐原設計時采用擴散式燃燒器的31.7 kW/m2。

3 結 論

(1)燃料和空氣的混合物及煙氣流動速度不均勻。冷態時,速度逐漸減小;熱態時,燃料和空氣混合物的流速階梯式減小,煙氣流速在靠近第一回程出口處逐漸增大并在第一回程出口處達到最大。

(2)第一回程出口處高溫煙氣流量最大,熱負荷最高。

(3)爐膛已燃區溫度分布均勻,甲烷主要分布在低溫區,燃燒器右側燃燒不充分,存在部分火焰脫離燃燒器表面的情況。

(4)燃燒區域CO2分布均勻,分布邊界與火焰面基本重合。煙氣出口處NOx的平均濃度為24.77 mg/m3,達到工業鍋爐低氮排放的要求。

(5)內側水管正面大部分區域溫度不高,大約為 400～540 K;第一回程出口處管壁溫度較高,達到620 K 左右;部分外側水管溫度較高,達到650 K 左右。

(6)第一回程出口處,煙氣流速高,熱負荷最大,水管壁溫高,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應力的反復作用易產生密集型裂紋。